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        湍流射流點(diǎn)火對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性影響的試驗(yàn)研究

        2021-12-10 06:48:12車(chē)勝楠馮鐘輝劉宗寬衛(wèi)海橋劉昌文
        內(nèi)燃機(jī)工程 2021年6期
        關(guān)鍵詞:混合氣缸內(nèi)過(guò)量

        車(chē)勝楠,馮鐘輝,劉宗寬,周 磊,衛(wèi)海橋,劉昌文

        (天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072)

        0 概述

        隨著人們對(duì)環(huán)境問(wèn)題的日益關(guān)注和相關(guān)法律的日趨嚴(yán)格,節(jié)能減排成為發(fā)動(dòng)機(jī)研究和發(fā)展的方向。價(jià)格低廉、儲(chǔ)量豐富、抗爆性好的天然氣作為汽油柴油的替代燃料受到越來(lái)越多的關(guān)注[1-2]。甲烷是天然氣最主要的成分,其碳?xì)浔仍谒谢剂现凶畹停紵龓缀醪划a(chǎn)生煙霧顆粒物,并且可有效降低CO2和NOx排放[3-4]。但由于天然氣十六烷值低,發(fā)火性能差,自燃溫度高且燃燒速度慢[5-7],因此在實(shí)際應(yīng)用中需要更高的點(diǎn)火能量來(lái)點(diǎn)燃混合氣。

        預(yù)燃室湍流射流點(diǎn)火(turbulent jet ignition, TJI)具有高點(diǎn)火能量[8-9],它通過(guò)火花塞點(diǎn)燃預(yù)燃室中的混合氣,預(yù)燃室中壓力上升推動(dòng)火焰通過(guò)預(yù)燃室噴孔噴入主燃燒室,點(diǎn)燃主燃室混合氣做功。研究表明,湍流射流點(diǎn)火可大幅提升發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒速率,縮短燃燒持續(xù)期并提升燃燒穩(wěn)定性[10];此外,TJI可以通過(guò)稀薄燃燒技術(shù)優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性和排放,有效減少NOx排放[11]。在實(shí)際應(yīng)用中僅需將發(fā)動(dòng)機(jī)火花塞替換為預(yù)燃室點(diǎn)火裝置即可實(shí)現(xiàn)TJI發(fā)動(dòng)機(jī)改裝。文獻(xiàn)[12]中在一臺(tái)增壓發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行被動(dòng)式預(yù)燃室的試驗(yàn)研究,結(jié)果表明采用被動(dòng)式預(yù)燃室可以提高燃燒穩(wěn)定性及燃燒效率,但被動(dòng)式預(yù)燃室所能達(dá)到的稀燃極限與火花塞點(diǎn)火(spark ignition, SI)類(lèi)似,遠(yuǎn)低于主動(dòng)式預(yù)燃室。文獻(xiàn)[13]中在一臺(tái)液化石油氣發(fā)動(dòng)機(jī)上通過(guò)預(yù)燃室裝置將稀燃極限拓展至2.0~2.4,將預(yù)燃室燃料替換為氫氣,則稀燃極限可拓展至2.5~2.6,并且稀燃條件下NOx排放極低。在稀薄燃燒時(shí),預(yù)燃室中以化學(xué)計(jì)量當(dāng)量比進(jìn)行TJI點(diǎn)火可以使稀薄甲烷/空氣混合氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣忍岣?~6倍[14]。文獻(xiàn)[15]中在天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)上應(yīng)用氣相射流點(diǎn)火開(kāi)展主動(dòng)式射流點(diǎn)火與被動(dòng)式射流點(diǎn)火比較試驗(yàn),結(jié)果表明主動(dòng)式射流點(diǎn)火可以拓展稀燃極限,在配合廢氣再循環(huán)策略后能大幅提高熱效率并降低排放。文獻(xiàn)[16]中用預(yù)燃室點(diǎn)火裝置在天然氣驅(qū)動(dòng)的重型發(fā)動(dòng)機(jī)中進(jìn)行試驗(yàn),結(jié)果發(fā)現(xiàn)在預(yù)燃室中增大燃料濃度實(shí)現(xiàn)濃混合氣燃燒可以使稀燃運(yùn)行極限顯著延長(zhǎng),指示效率也相應(yīng)提高。MAN公司在對(duì)大缸徑船用天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)35/44G和51/60G的研究中,通過(guò)模擬計(jì)算發(fā)現(xiàn)預(yù)燃室的設(shè)計(jì)要與主燃燒室的設(shè)計(jì)相匹配,以實(shí)現(xiàn)高熱效率[17]。

        綜上所述,湍流射流點(diǎn)火是一種很好的天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒增強(qiáng)技術(shù)。在發(fā)動(dòng)機(jī)中的應(yīng)用多數(shù)在以天然氣為燃料船用重型低速機(jī)中進(jìn)行;在小型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)中仍主要采用缸內(nèi)直噴火花塞點(diǎn)火的燃燒策略,但這種燃燒策略難以滿足日趨嚴(yán)苛的排放法規(guī);目前的TJI應(yīng)用中動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性有待進(jìn)一步優(yōu)化。湍流射流點(diǎn)火可以實(shí)現(xiàn)天然氣的稀薄燃燒以降低NOx等污染物排放,從而滿足排放要求,具有很高的應(yīng)用價(jià)值。

        本文中基于單缸試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架系統(tǒng)采用自主開(kāi)發(fā)的主動(dòng)式預(yù)燃室,探究了不同過(guò)量空氣系數(shù)下TJI對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力、排放及燃燒特性的影響,通過(guò)分析TJI相較于SI模式的優(yōu)勢(shì)和不足,采取高負(fù)荷下進(jìn)氣增壓的策略對(duì)其動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行優(yōu)化,使發(fā)動(dòng)機(jī)保持在TJI最佳的稀燃工況下運(yùn)行。最后用氫氣作為預(yù)燃室中所噴射的燃料,與預(yù)燃室中噴射甲烷進(jìn)行對(duì)比,探究其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響。本研究將帶有獨(dú)特障礙物結(jié)構(gòu)的預(yù)燃室應(yīng)用于天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)中,旨在加快缸內(nèi)燃燒速度并提高燃燒穩(wěn)定性,有助于加深對(duì)TJI模式的理解,為湍流射流點(diǎn)火技術(shù)在天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)中的應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

        1 試驗(yàn)裝置及方法

        1.1 試驗(yàn)裝置

        試驗(yàn)采用一臺(tái)Ricardo E6單缸四沖程發(fā)動(dòng)機(jī),并配有一臺(tái)直流測(cè)功機(jī)。發(fā)動(dòng)機(jī)采用水冷并具有可調(diào)節(jié)壓縮比的技術(shù)條件,發(fā)動(dòng)機(jī)的更多參數(shù)如表1所示。通過(guò)以LabVIEW軟件為平臺(tái)自主開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)的噴油器系統(tǒng)控制噴油時(shí)刻、噴油脈寬,通過(guò)減壓閥控制氣體燃料噴射壓力。點(diǎn)火正時(shí)通過(guò)MoTeC M400控制。

        表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)

        單缸發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架布置示意圖如圖1所示。發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩與轉(zhuǎn)速通過(guò)DZC-20直流電力測(cè)功機(jī)控制,轉(zhuǎn)矩傳感器采用ZEMIC H3-C3-200kg-3B。缸內(nèi)空燃比采用美國(guó)ECM公司Lambda CAN模塊的λ傳感器測(cè)量,可實(shí)現(xiàn)對(duì)缸內(nèi)燃料混合氣空燃比的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。寬裕氧傳感器安裝在排氣管處,響應(yīng)時(shí)間為0.15 s。水冷式缸壓傳感器KISTLER 6118B安裝在主燃燒室頂部,可對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力進(jìn)行動(dòng)態(tài)測(cè)量,壓力信號(hào)由光電編碼器每隔0.1°觸發(fā)采集,并經(jīng)KISTLER 5018電荷放大器和National Instruments PC-6123數(shù)據(jù)采集卡將數(shù)據(jù)保存。發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水和機(jī)油溫度采用PT-100鉑電阻傳感器進(jìn)行測(cè)量,由德國(guó)SIEMENS比例積分控制器分別控制在75 ℃和 85 ℃,誤差范圍保持在±3 ℃。發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庀牧坎捎猛瑘AToCeiL-CMF010瞬態(tài)氣耗儀進(jìn)行測(cè)量,量程為0~15 kg/h。燃燒廢氣中一氧化碳(CO)、碳?xì)浠衔?HC)和NOx的排放采用HORIBA MEXA-7200H排放分析儀測(cè)量。

        圖1 單缸機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架布置圖

        圖2為湍流射流點(diǎn)火裝置示意圖。其中,圖2(a)為湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)的外觀示意圖,圖2(b)為湍流射流點(diǎn)火系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。TJI系統(tǒng)結(jié)構(gòu)包括火花塞、噴油器和預(yù)燃室。噴油器使用了BOSCH 6孔電磁線圈噴油器,為了避免發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行中過(guò)高的燃燒溫度對(duì)噴油器造成損壞,在預(yù)燃室系統(tǒng)中設(shè)計(jì)了冷卻水道。圖2(c)為本試驗(yàn)使用的預(yù)燃室結(jié)構(gòu)示意圖。根據(jù)文獻(xiàn)[18]中提出的火焰過(guò)障礙物加速機(jī)理可知,經(jīng)過(guò)障礙物后火焰的速度通常會(huì)增加約一個(gè)量級(jí),為提升預(yù)燃室射流火焰速度,加快主燃燒室火焰?zhèn)鞑ニ俣龋驹囼?yàn)采用的預(yù)燃室內(nèi)有獨(dú)特的障礙物結(jié)構(gòu),如圖2(d)所示,障礙物是由9個(gè)直徑(Φ)為 1 mm 的孔組成,位于出口上方16 mm處,9個(gè)孔以 3×3 分布布置。預(yù)燃室基于一臺(tái)單缸試驗(yàn)機(jī)尺寸設(shè)計(jì),預(yù)燃室出口直徑為4 mm,容積為3.6 mL,其容積約占該發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室容積的5%。

        圖2 湍流射流點(diǎn)火裝置示意圖

        1.2 試驗(yàn)方法

        試驗(yàn)中湍流射流點(diǎn)火(TJI)與火花塞點(diǎn)火(SI)燃燒方式是通過(guò)同一臺(tái)試驗(yàn)單缸機(jī)完成的,試驗(yàn)均采用全節(jié)氣門(mén)開(kāi)度,通過(guò)對(duì)進(jìn)氣道甲烷噴射量的控制以實(shí)現(xiàn)不同過(guò)量空氣系數(shù)。為了保證試驗(yàn)的可靠性,改變工況后在發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行60 s后進(jìn)行測(cè)量,且每個(gè)工況點(diǎn)重復(fù)測(cè)量3次。試驗(yàn)過(guò)程發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速均固定為1 500 r/min,進(jìn)氣道噴甲烷時(shí)刻為曲軸轉(zhuǎn)角-480°,預(yù)燃室噴油時(shí)刻為-180°。SI與TJI模式下的λ選擇都是從1.0開(kāi)始,隨后增大λ到發(fā)動(dòng)機(jī)失穩(wěn)結(jié)束,在試驗(yàn)中平均指示壓力循環(huán)波動(dòng)低于5%時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)視為穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。

        通過(guò)改變?nèi)剂蠂娚涿}寬控制燃料噴射量。通過(guò)后氧傳感器測(cè)量尾氣中氧濃度后由ECU軟件直接給出過(guò)量空氣系數(shù),試驗(yàn)所測(cè)得的過(guò)量空氣系數(shù)的計(jì)算中包含了預(yù)燃室中燃料的噴射量。圖3展示的是在λ= 1.4下采用主動(dòng)式TJI時(shí),預(yù)燃室燃料噴射脈寬對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)平均指示壓力和其循環(huán)波動(dòng)的影響,分別對(duì)應(yīng)了發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和穩(wěn)定性。從圖中可以看出,過(guò)多的燃料噴射反而會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性下降,并影響穩(wěn)定性。因此,在主動(dòng)式預(yù)燃室中,初始噴射脈寬選擇較低的1 ms即可。隨著主燃燒室過(guò)量系數(shù)增大,燃燒變得不穩(wěn)定,此時(shí)逐漸增大預(yù)燃室噴射脈寬至維持燃燒穩(wěn)定(即平均指示壓力循環(huán)波動(dòng)在5%以下)。當(dāng)主燃燒室中燃料過(guò)稀,無(wú)論如何改變預(yù)燃室脈寬都無(wú)法維持燃燒穩(wěn)定時(shí),認(rèn)為燃燒到達(dá)稀薄極限。

        圖3 預(yù)燃室噴油脈寬對(duì)TJI性能的影響

        試驗(yàn)缸壓數(shù)據(jù)采集200個(gè)工作循環(huán),通過(guò)試驗(yàn)室自主開(kāi)發(fā)的離線分析軟件進(jìn)行計(jì)算,計(jì)算結(jié)果中包含缸壓、放熱率、帶通缸壓、平均指示壓力和燃燒相位等子參數(shù)。試驗(yàn)過(guò)程中每個(gè)工況掃描5~7個(gè)點(diǎn)火提前角,在進(jìn)行性能與燃燒特性分析時(shí)會(huì)選取最佳點(diǎn)火時(shí)刻即最大制動(dòng)力矩(maximum brake torque, MBT)點(diǎn)進(jìn)行分析。

        2 試驗(yàn)結(jié)果分析

        2.1 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力、排放及燃燒特性對(duì)比

        TJI點(diǎn)火模式和SI點(diǎn)火模式下的缸內(nèi)平均指示壓力隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化趨勢(shì)如圖4所示。隨著過(guò)量空氣系數(shù)增加,TJI與SI模式的平均指示壓力均呈線性降低。相同過(guò)量空氣系數(shù)下,TJI模式的平均指示壓力略低于SI模式。主要原因可能是預(yù)燃室結(jié)構(gòu)的存在使燃燒室容積增大,發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部實(shí)際壓縮比略有下降,同時(shí)預(yù)燃室出口孔處的節(jié)流損失和預(yù)燃室結(jié)構(gòu)所多出的壁面表面積造成的傳熱損失導(dǎo)致TJI模式的能量損失比SI模式更大,故TJI模式下平均指示壓力略低。需要指出的是,采用TJI模式可將稀燃極限從SI模式的1.4擴(kuò)展至1.7,表明TJI模式平均指示壓力具有更大的覆蓋范圍。

        圖4 TJI模式與SI模式的平均指示壓力隨過(guò)量空氣 系數(shù)的變化

        為進(jìn)一步分析TJI模式對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響,圖5展示了TJI模式與SI模式在不同過(guò)量空氣系數(shù)下燃油經(jīng)濟(jì)性的關(guān)系圖。隨著λ增大,SI模式的指示燃油消耗率呈下降趨勢(shì),但受到稀燃極限的限制,λ超過(guò)1.4時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)無(wú)法正常運(yùn)行;相比之下,TJI模式的指示燃油消耗率則隨λ增大先降低后升高,最佳的油耗率在λ為1.4~1.5范圍內(nèi)取得,與SI最低值基本相同。TJI由于射流點(diǎn)火使稀薄混合氣燃燒更充分、更穩(wěn)定,因此在λ為1.0~1.4的稀燃條件下燃油消耗率大幅度下降;但隨著過(guò)量空氣系數(shù)的進(jìn)一步增加(λ>1.4),主燃室內(nèi)混合氣濃度過(guò)稀,燃燒質(zhì)量和穩(wěn)定性變差,為此逐漸增加預(yù)燃室中的噴油量,由于預(yù)燃室中的燃料燃燒幾乎不對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做功,因此預(yù)燃室中噴油量占比提高會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性變差。

        圖5 TJI模式與SI模式的指示燃油消耗率

        圖6展示了在TJI和SI模式下不同λ時(shí)燃燒循環(huán)波動(dòng)的變化情況。如圖所示,在各過(guò)量空氣系數(shù)下,TJI模式的循環(huán)波動(dòng)都小于SI模式。在平均有效壓力循環(huán)波動(dòng)5%的限制下,TJI模式在λ=1.6時(shí)達(dá)到稀燃極限,在λ達(dá)1.7時(shí)燃燒開(kāi)始不穩(wěn)定;而SI模式在λ=1.5時(shí)缸內(nèi)熄火,發(fā)動(dòng)機(jī)無(wú)法正常運(yùn)行,故在當(dāng)前試驗(yàn)條件下λ=1.4為SI模式的稀燃極限。在TJI模式失穩(wěn)前最大缸壓循環(huán)變動(dòng)也基本在5%以下,而SI模式的最大缸壓的循環(huán)變動(dòng)均在9%以上,由此可見(jiàn)在相同當(dāng)量比條件下,TJI模式比SI模式循環(huán)波動(dòng)更低,燃燒更穩(wěn)定。

        圖6 TJI模式與SI模式的循環(huán)波動(dòng)

        圖7為T(mén)JI模式與SI模式污染物排放的對(duì)比。從圖7中可以看出,TJI模式與SI模式產(chǎn)生的CO隨過(guò)量空氣系數(shù)的變化趨勢(shì)相同,CO排放在過(guò)量空氣系數(shù)λ從1.0增大到1.2過(guò)程中迅速減少;λ達(dá)到1.2之后,隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增大,缸內(nèi)燃燒溫度降低,燃燒效率下降,CO排放又緩慢增加。從λ=1.0起,隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增大,缸內(nèi)氧氣量逐漸增加,有利于甲烷完全燃燒從而使得碳?xì)渑欧帕恐饾u降低,到λ=1.2時(shí)達(dá)到最小值;之后隨著λ的逐漸增大,缸內(nèi)稀薄燃燒使缸內(nèi)溫度逐漸降低,甲烷燃燒開(kāi)始變得不充分從而導(dǎo)致所測(cè)得的碳?xì)渑欧帕恐饾u增大。λ大于1.2的稀燃條件下,TJI模式碳?xì)渑欧旁鏊僖哂赟I模式,這是由于預(yù)燃室結(jié)構(gòu)增大了燃燒室的總體表面積,也加大了余隙容積,預(yù)燃室內(nèi)的散熱損失和燃燒損失不利于燃料的充分燃燒,從而使碳?xì)渑欧旁黾印膱D中可以看出SI模式的NOx排放先增加后降低,在λ= 1.2左右達(dá)到最大值。這是由于過(guò)量空氣系數(shù)λ小于1.2時(shí),隨著λ的增大,氧濃度增加對(duì)NOx生成的促進(jìn)作用大于稀燃缸內(nèi)溫度降低對(duì)NOx生成的抑制作用;當(dāng)λ大于1.2時(shí),稀燃缸內(nèi)溫度降低對(duì)NOx生成的抑制作用大于高氧濃度對(duì)NOx生成的促進(jìn)作用。TJI模式NOx排放則不斷降低,這是由于稀燃條件下,缸內(nèi)溫度降低對(duì)NOx生成的抑制作用大于氧濃度增大對(duì)NOx生成的促進(jìn)作用。相同過(guò)量空氣系數(shù)下,TJI模式NOx排放都低于SI模式,這是由于預(yù)燃室結(jié)構(gòu)增大了燃燒室的壁面面積,壁面?zhèn)鳠釗p失增加,使缸內(nèi)溫度降低,抑制了NOx的生成。

        圖7 TJI模式與SI模式的污染物排放

        圖8為T(mén)JI與SI模式在不同過(guò)量空氣系數(shù)下的缸壓與放熱率比較。TJI模式放熱率曲線在點(diǎn)火后會(huì)產(chǎn)生“尖峰”,該尖峰由預(yù)燃室射流在主燃室內(nèi)多點(diǎn)點(diǎn)火使主燃室內(nèi)劇烈燃燒而形成;由于火花塞提供的點(diǎn)火能量遠(yuǎn)低于射流火焰,因此SI模式放熱率曲線在點(diǎn)火后上升緩慢,這也使得SI模式的最佳點(diǎn)火時(shí)刻相比TJI模式要更加提前。隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增加,主燃燒室內(nèi)可被射流引燃的燃料的量減少,TJI模式放熱率峰值逐漸降低。此外,在相同過(guò)量空氣系數(shù)條件下TJI模式缸壓比SI模式更低,SI模式缸內(nèi)燃燒溫度較TJI模式更高,高溫有利于NOx的生成。

        圖8 TJI模式與SI模式的缸壓和放熱率曲線

        圖9為不同過(guò)量空氣系數(shù)下TJI模式與SI模式燃燒相位的對(duì)比,其中CA10、CA50與CA90分別為缸內(nèi)累計(jì)放熱量達(dá)到10%、50%與90%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。由圖可見(jiàn)隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增大,TJI模式和SI模式的最佳點(diǎn)火時(shí)刻逐漸提前,這是由于稀燃工況需要增大點(diǎn)火提前角以維持發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的穩(wěn)定性。SI模式的CA10較TJI更為提前,這是由于SI模式較低的放熱率導(dǎo)致其滯燃期更長(zhǎng),最佳點(diǎn)火時(shí)刻更為提前。在稀燃極限范圍內(nèi),TJI模式與SI模式的CA50和CA90大致相同,但由于SI模式的點(diǎn)火時(shí)刻提前,故燃燒放熱達(dá)到50%所需的時(shí)間更長(zhǎng),與前文SI模式燃燒初期放熱率較低相對(duì)應(yīng);燃燒后期二者放熱率大致相同,CA50到CA90所需時(shí)間也大致相同。

        圖9 TJI模式與SI模式燃燒相位與點(diǎn)火時(shí)刻

        圖10展示了TJI與SI模式的滯燃期和燃燒持續(xù)期變化情況。本文中定義滯燃期為從點(diǎn)火時(shí)刻至CA10經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角變化;燃燒持續(xù)期定義為從CA10到CA90經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角。

        圖10 TJI模式與SI模式的滯燃期與燃燒持續(xù)期

        如圖10所示,TJI模式在穩(wěn)定燃燒時(shí)滯燃期隨過(guò)量空氣系數(shù)增加略微變長(zhǎng),在λ為1.7時(shí)燃燒失穩(wěn),此時(shí)滯燃期大幅增加;而SI的滯燃期則隨過(guò)量空氣系數(shù)增大而明顯變長(zhǎng),且λ越大,滯燃期增長(zhǎng)幅度越大。這是由于TJI發(fā)動(dòng)機(jī)火花塞點(diǎn)燃的是預(yù)燃室腔體內(nèi)的混合氣,而預(yù)燃室腔體內(nèi)有額外的噴油,因此預(yù)燃室內(nèi)混合氣濃度受主燃室影響較小,滯燃期變化也?。欢鳶I通過(guò)火花塞直接點(diǎn)燃主燃室混合氣,混合氣濃度越低,點(diǎn)火效果就越差,滯燃期越長(zhǎng)。

        隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增大,SI和TJI模式燃燒持續(xù)期均明顯增加,混合氣越稀燃燒變慢,燃燒所需時(shí)間也就變長(zhǎng)。但TJI模式湍流射流的多點(diǎn)點(diǎn)火效應(yīng)可提升主燃室燃燒速率,因此在相同的過(guò)量空氣系數(shù)下其燃燒持續(xù)期更短。

        2.2 TJI進(jìn)氣增壓對(duì)動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性的影響

        根據(jù)前文分析可知,TJI的采用可以擴(kuò)展稀燃極限,降低NOx排放,在燃燒特性上也有滯燃期短、燃燒速率快的優(yōu)勢(shì)。但在動(dòng)力性與經(jīng)濟(jì)性上,TJI模式與SI模式相比并未體現(xiàn)出明顯優(yōu)勢(shì),相同λ下TJI模式動(dòng)力性要比SI模式略低,燃油經(jīng)濟(jì)性上也只在稀燃條件下能達(dá)到相同數(shù)值。為此,在高負(fù)荷下采用進(jìn)氣增壓策略,在TJI模式拓寬稀燃極限和降低排放優(yōu)勢(shì)的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步對(duì)其動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行優(yōu)化。本部分試驗(yàn)采用了3種增壓度,進(jìn)氣壓力分別為 0.12 MPa、0.14 MPa和0.16 MPa。

        圖11為不同增壓度下TJI模式平均指示壓力的對(duì)比,從圖中可以看出進(jìn)氣增壓可以明顯提升TJI模式動(dòng)力性,在相同過(guò)量空氣系數(shù)下,增壓度每提高0.02 MPa,平均指示壓力會(huì)提高約0.15~0.20 MPa。

        圖11 不同進(jìn)氣壓力下TJI模式下的平均指示壓力

        圖12為不同增壓度下指示燃油消耗率隨λ的變化曲線。從圖中可以看出進(jìn)氣增壓可以進(jìn)一步降低指示燃油消耗率,提升發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性。此外,增壓后指示燃油消耗率隨過(guò)量空氣系數(shù)變化趨勢(shì)與未增壓時(shí)大致相同,都是隨著負(fù)荷升高先減小后增大,在λ為1.5左右達(dá)到最小值,此時(shí)經(jīng)濟(jì)性最好。結(jié)合之前的分析,λ為1.5時(shí)排放特性也較好,因此將過(guò)量空氣系數(shù)為1.5作為T(mén)JI稀燃時(shí)的最佳工況點(diǎn)。

        圖12 不同進(jìn)氣壓力下TJI模式下的指示燃油消耗率

        圖13展現(xiàn)了在λ為1.5時(shí)不同增壓度下油耗隨負(fù)荷的變化關(guān)系。從圖中可以看出隨著增壓度增大,TJI模式所覆蓋的負(fù)荷區(qū)間發(fā)生了變化,增壓度越高,其覆蓋的負(fù)荷區(qū)間也就越高。

        圖13 不同進(jìn)氣壓力下TJI模式指示燃油消耗率與平均指示 壓力關(guān)系

        綜上,可以在稀燃條件下通過(guò)進(jìn)氣增壓的方式優(yōu)化TJI模式下高負(fù)荷時(shí)的經(jīng)濟(jì)性,當(dāng)需要更高的負(fù)荷時(shí),并非通過(guò)增大缸內(nèi)混合氣濃度提高負(fù)荷,而是在圖13中點(diǎn)劃線處采用進(jìn)氣增壓的方式保持稀燃工況的同時(shí)提高負(fù)荷,從而將指示燃油消耗率保持在各增壓度的最低值附近。

        2.3 預(yù)燃室噴氫氣對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

        先前研究表明,相較于天然氣,氫氣具有反應(yīng)活性高和燃燒速率快的特點(diǎn),TJI模式下預(yù)燃室內(nèi)噴射氫氣可獲得更強(qiáng)的射流火焰,更好地促進(jìn)主燃燒室內(nèi)的燃燒。為研究預(yù)燃室中噴氫氣對(duì)TJI模式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)在λ=1.4和1.6兩種稀燃工況下預(yù)燃室噴氫氣與預(yù)燃室噴甲烷的缸壓和放熱率進(jìn)行比較分析,如圖14所示。結(jié)果表明,二者在相同過(guò)量空氣系數(shù)下的缸壓峰值基本相同,但預(yù)燃室噴氫氣時(shí)缸壓升高更快且放熱率峰值更高。這是由于氫氣燃燒產(chǎn)生的射流更強(qiáng),加速了主燃燒室火焰?zhèn)鞑?,同時(shí)氫氣射流中帶有大量活性自由基,提高主燃室中混合氣更易著火;預(yù)燃室噴甲烷時(shí)的放熱率峰值只有預(yù)燃室噴氫氣的三分之二左右,且由于其放熱更慢,點(diǎn)火時(shí)刻也需要更提前,且過(guò)量空氣系數(shù)越大,點(diǎn)火時(shí)刻提前得越多。此外,隨著過(guò)量空氣系數(shù)增大,由氫氣射流引起的放熱率峰值依舊非常明顯,而甲烷射流則受混合氣濃度影響較大。

        圖14 預(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時(shí)的缸壓和放熱率

        圖15為預(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時(shí)的燃燒相位的對(duì)比。由圖可見(jiàn)隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增大,為了維持燃燒穩(wěn)定性,二者點(diǎn)火時(shí)刻均逐漸提前。但在相同過(guò)量空氣系數(shù)下,由于預(yù)燃室噴氫氣產(chǎn)生的射流更強(qiáng)且燃燒速率更快,因此其點(diǎn)火提前角更??;預(yù)燃室噴甲烷時(shí),由于其在過(guò)稀的工況下放熱率較低,必須大幅提前點(diǎn)火時(shí)刻,使總體燃燒相位都有明顯提前。

        圖15 預(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時(shí)的燃燒相位與點(diǎn)火時(shí)刻

        圖16中對(duì)預(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時(shí)的滯燃期和燃燒持續(xù)期進(jìn)行了進(jìn)一步對(duì)比分析。

        圖16 預(yù)燃室分別噴甲烷與氫氣時(shí)的滯燃期與燃燒持續(xù)期

        從圖16中可以看出預(yù)燃室中噴氫氣滯燃期明顯更短,其滯燃期雖然也隨著過(guò)量空氣系數(shù)增大而變長(zhǎng),但在整體上比預(yù)燃室噴甲烷的滯燃期短4°左右。這也說(shuō)明了氫氣射流更強(qiáng),火焰燃燒速率更快。隨著過(guò)量空氣系數(shù)增大,二者燃燒持續(xù)期都會(huì)變長(zhǎng),但預(yù)燃室噴甲烷時(shí)燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)幅度明顯更大,且在稀燃條件下預(yù)燃室噴甲烷比預(yù)燃室噴氫氣燃燒持續(xù)期長(zhǎng)3°~7°??傮w上,預(yù)燃室中噴氫氣時(shí)提高了燃燒速率和放熱率,使燃燒滯燃期和燃燒持續(xù)期均縮短。

        3 結(jié)論

        (1) TJI模式可以有效降低NOx排放,但碳?xì)渑欧庞兴黾?,?duì)CO排放幾乎無(wú)影響。TJI模式在燃燒初期壓力升高更快,放熱率更高,放熱率峰值約為SI模式的3倍。TJI模式的滯燃期和燃燒持續(xù)期也更短,雖然會(huì)隨著過(guò)量空氣系數(shù)增大而延長(zhǎng),但增長(zhǎng)趨勢(shì)較緩。綜合TJI模式的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性及排放性能來(lái)看,稀燃過(guò)量空氣系數(shù)為1.5時(shí),TJI模式性能最佳。

        (2) 進(jìn)氣增壓可以有效提升TJI模式的動(dòng)力性能,在高負(fù)荷下可以通過(guò)改變?cè)鰤憾仁拱l(fā)動(dòng)機(jī)保持在最佳稀燃工況下穩(wěn)定工作,從而將指示燃油消耗率保持在各增壓度的最低值附近,進(jìn)而提升發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性。

        (3) 與預(yù)燃室噴甲烷相比,預(yù)燃室中噴氫氣產(chǎn)生的射流更強(qiáng),燃燒速率更快,同時(shí)預(yù)燃室噴氫氣時(shí)的放熱率更高,滯燃期和燃燒持續(xù)期更短,燃燒穩(wěn)定性更好。

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